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UNIVERSIDAD COMPLUTENSE DE MADRID

FACULTAD DE CIENCIAS GEOLÓGICAS

EXCAVACIONES SUBTERRÁNEAS

MASTER DE INGENIERÍA GEOLÓGICA

TEMA III

COMPORTAMIENTOS SINGULARES

EFECTO TENSIÓN GEOSTÁTICA

Versión 2014

Francisco J. Castanedo Navarro

Ingeniero de Caminos UCM

TEMA III COMPORTAMIENTOS SINGULARES EFECTO TENSIÓN GEOSTÁTICA

TEMA III

COMPORTAMIENTOS SINGULARES. EFECTO TENSIÓN GEOSTÁTICA.

INDICE

1.- INTRODUCCIÓN .......................................................................................................... 2

2.- INCIDENCIAS EN TÚNELES ..................................................................................... 4

2.1. Squeezing y Rock bursting ...................................................................................... 8

2.1.1.- Criterios de valoración del riesgo de squeezing .............................................. 12

2.1.2- Criterios de valoración del riesgo de rock -bursting ........................................ 22

3. CRITERIOS INTEGRADOS DE COMPROBACIÓN ............................................. 28

3.1.- Criterio de Goricki, Shubert, Hoek, Marinos et al ............................................. 30

3.2.- Criterio de Russo ................................................................................................. 33

3.3.- Aplicación de los criterios de comprobación ...................................................... 37


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TEMA III

COMPORTAMIENTOS SINGULARES. EFECTO TENSIÓN GEOSTÁTICA.

1.- INTRODUCCIÓN

Las clasificaciones geomecánicas consideran las necesidades de soporte para contener las

roturas por esfuerzos de cortantes aprovechando las superficies de debilidad que

constituyen las juntas.

Únicamente, la última versión de la clasificación de Barton y Grimstad considera la carga

geostática, y por tanto el aumento de necesidades de soporte por efectos de rotura o

fluencias por esfuerzos de compresión, aunque el procedimiento sea muy grosero y

discutible ya que sigue manteniendo la misma recomendación de longitud de bulones,

dependientes solo del ancho de la sección.

En los cálculos por E.F según métodos racionales se considera el terreno elástico con

criterio de rotura de Hoek y Brown o Mohr-Coulomb, que corresponde a la rama de rotura

por cortante.

En los túneles profundos (coberteras mayores de 200m), el efecto de la tensión geostática

de compresión puede provocar en macizos de menor resistencia, comportamientos en

rotura y deformacionales diferentes, que es lo que se denomina como comportamientos

singulares.


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En los últimos criterios para la previsión del comportamiento del túnel, se propone

gráficos con la integración del efecto de la tensión geostática, aunque no se cuenta con

aplicación de los mismos en suficiente número de casos para que puedan considerarse

utilizables con viabilidad (“versión beta”)


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2.- INCIDENCIAS EN TÚNELES

La definición del comportamiento y necesidades de sostenimiento de un túnel obtenidos,

por ejemplo, a partir de las clasificaciones geomecánicas analizan según el grado de

fracturación el riesgo de colapso parcial (campana) o total de la sección excavada, según el

esquema de la figura 2.1.

Figura 2.1.- Colapso cavidad según fracturación

La rotura considerada y respecto a la cual se dimensiona el sostenimiento sería por tanto:

- Debido a los esfuerzos cortantes

- Según las superficies de las juntas

- La acción del agua sería reblandecer el contacto en las juntas y dar presión a los

bloques que se desprenderían en el colapso.

Estos criterios serían suficientes para túneles someros en roca, en que la carga geostática es

inferior a la resistencia a compresión del macizo y muy inferior a la resistencia a

compresión de la roca intacta.


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Sin embargo, en el caso de túneles profundos o de roca muy débil, la tensión geostática

puede superar la resistencia a compresión del macizo o incluso de la roca intacta, y en ese

caso aparecen las incidencias singulares, ya reseñadas por Terzaghi, y que serían:

- Squeezing, o elevado cierre de la sección por sobretensión del contorno. Un

ejemplo de squeezing puede verse en la foto 2.1, correspondiente a un túnel del

L.A.V en Galicia

Foto 2.1.- Vista grietas sostenimiento por squeezing al paso de falla (Maximalclosure

del 8%)

- Rock-bursting, estallido de la roca del contorno de la excavación al presentar un

comportamiento frágil (strainsoftening) y estar sobretensionada. En la foto 2.2

tomada del libro de Hoek puede verse un hundimiento en galería de mina por el

efecto del Rock-Bursting


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Foto 2.2.- Rotura galería minera por Rock-bursting

- Ravelling, que es el desmenuzamiento del terreno por falta de cohesión y su

caída a la cavidad excavada del material del contorno de la excavación. En

general, solo obliga a disminuir el pase o en el peor de los casos a la colocación

de empiquetado o paraguas. En la foto 2.3 puede verse una foto de Ravelling

tomada de la última publicación de Hoek


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Foto 2.3.- Ejemplo de lajeo por Ravelling

- Flooding, que sería la incidencia de mayor gravedad, y consiste en la

invasión súbita del túnel a partir del frente de un flujo de barro o de derrubios,

debido a la presencia de presión de agua y baja resistencia del macizo.

- Swelling o hinchamiento, que debe considerarse sobre todo en el dimensionado

de la contrabóveda, y que es debido a la expansividad de los minerales

arcillosos, anhidritas o piritas que se incluyen en el macizo. Es un riesgo

fácilmente acotable mediante la realización de ensayos de expansividad en roca,

con o sin estudio mineralógico previo para detectar arcillas expansivas.


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2.1. Squeezing y Rock bursting

Cuando las cargas geostáticas actuantes son muy elevadas respecto a la resistencia a la

compresión no confinada del macizo rocoso, dependiendo de su curva tensodeformacional

de rotura se produce squeezing o rock-bursting.

La justificación de este fenómeno es fácilmente entendible, incluso recurriendo al

concepto de circulo de Mohr por su carácter didáctico.

De acuerdo con la solución elástica para la realización de una cavidad circular en un

cuerpo bidimensional elástico en deformación plana, la distribución de los valores de la

tensión principal mayor sería la que se representa en la figura 2.2

Figura 2.2- Distribuciones tensiones máximas en el entorno de una cavidad circular

Por tanto, para una distribución hidrostática de cargas la evolución de tensiones en el

contorno sería la del esquema adjunto, que se representa en la figura 2.3


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Figura 2.3.- Esquema tensiones en contorno del túnel

Si el círculo de Mohr en el contorno alcanza la superficie del criterio de rotura, pueden

producirse dos tipos de comportamiento:

- Una deformación plástica de la zona de contorno en que se alcanza la superficie

de rotura, si el material es de rotura dúctil.

Este hace que penetre la plastificación hacia el exterior la zona excavada, y que

aumenten progresivamente la velocidad y valor de las convergencias.

Este es el fenómeno de squeezing, que es más usual, ya que la mayoría de

los macizos tienen un comportamiento de rotura dúctil, sobre todo si están

fracturados.

- En materiales frágiles, esto es, con criterio de rotura reblandecible

(strainsoftening), se alcanza la resistencia pico y se produce la rotura violenta al

disminuir drásticamente la resistencia hasta el valor de la residual en el


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postpicoy con un paso de energía elástica a energía cinética de proyección de

los fragmentos rotos.

Este sería el fenómeno de rock-bursting o estadillo delcontorno perimetral

de coronas en el perímetro de la excavación.

Igualmente la ISMR califica el grado de squeezing y su relación con la relación entre la

resistencia a compresión del macizo y carga inicial geostática según el siguiente cuadro

(Barla, 1995)

Grado de squeezing σθ/qcmass qcmass/ (γH)

(ISMR) (Barla 1995)

Sin riesgo squeezing < 1,0 > 1,0

Suave squeezing 1,0 – 2,0 0,4 – 1,0

Moderado squeezing 2,0 – 4,0 0,2 – 0,4

Elevado squeezing > 4,0 < 0,2

Siendoσθla máxima tensión normal según la dirección tangente a la superficie del túnel

excavado (tensión principal mayor), y que puede llegar a alcanzar de 1,2 a 2,5 veces el

valor de la tensión hidrostática inicial, según la geometría de la excavación (Palstrom,

2000)

Donde primero se producen estos fenómenos, con la tensión principal mayor superando la

de rotura, es en el frente, con lo que en este tipo de fenómenos es normal la

inestabilidad sistemática de frente, lo que puede condicionar la colocación y tipo de

sostenimientos.

Para determinar la frontera entre el riesgo de inestabilidad del túnel tanto por squeezing

como por rock-bursting, puede ser mejor definir una deformación critica del macizo εcr

partir de la cual se entraría en la rotura o plastificación.


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La deformación crítica se define como la relación entre la resistencia a compresión del

macizo (qcmass)y su módulo de deformación, y según Sakurai (1997) sería casi

independiente de juntas, temperatura y carga hidrostática.

Singh y Chaudhanobtuvieron la siguiente correlación a partir de 30 casos de túneles en el

Himalaya.

Siendo “a” el radio del Túnel y “μa” el descenso de la clave.

Sakurai (1997) relacionó el riesgo de inestabilidad del túnel con el descenso de la clave

según la resistencia a compresión del macizo, como puede verse en la figura 2.4.

Este criterio ha sido verificado porSwarup, Goel y Prasad (2000) en 19 túneles en rocas

débiles (pizarras, filitas y esquistos) en el Himalaya.


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Figura 2.4.- Niveles de prevención de inestabilidad de la cavidad

Con descensos de clave por debajo del nivel I, no se ha producido riesgo de inestabilidad,

mientras que en el entorno del nivel III siempre han aparecido problemas de estabilidad en

el túnel.

2.1.1.- Criterios de valoración del riesgo de squeezing

De acuerdo con la definición de squeezing de la ISMR “El squeezing de la roca es la gran

deformación dependiente del tiempo que tiene lugar alrededor del túnel y se encuentra

esencialmente asociado con la fluencia causada al exceder el límite de resistencia al

corte. La deformación puede terminar durante la construcción o continuar durante un

largo periodo”

Para determinar la frontera entre el squeezing y el rock-bursting existen diversos criterios

normalmente reflejados en los gráficos de definición de riesgo de incidencias.


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Kumar (2002), como puede verse en la figura 2.5 clasificó los modos de rotura en función

de los valores:

Jr: Parámetro de rugosidad de juntas

Ja: Parámetro de alteración de juntas

Figura 2.5.- Frontera entre Squeezing y Rock bursting

Como puede verse del gráfico anterior, el riesgo de rock-bursting comenzaría a partir de

Jr/Ja> 0,50, y siempre que se cumplan además otras condiciones de fragilidad (rotura

reblandecible de la roca) y rigidez (elevado módulo de deformabilidad de la roca matriz)

Esto podría justificarse en base a que para que el comportamiento del macizo en rotura sea

“strainsoftening”, el material debe presentar dilatancia negativa (sin aumento de volumen

en rotura), estando el valor y signo de la dilatancia del macizo relacionado con la relación

Jr/Ja

El squeezing de los macizos rocosos puede aparecer:

- Squeezing de la propia roca intacta.


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- Squeezing de las discontinuidades con relleno

- Squeezing de la foliación

- Squeezing de shearzones y fallas.

De acuerdo con lo anterior debe destacarse:

- El squeezing es la deformación progresiva por una situación de sobretensión del

macizo, y por tanto de su plastificación con fluencia. Los módulos obtenidos

de deformación elástica del macizo, no son por tanto aplicables.

- El comportamiento posrotura puede ser viscoso, con progresión en el tiempo de

la extensión de macizo plastificado, y por tanto sin tendencia a la estabilización

de movimientos, sobre todo en 2 casos:

o Cuando los refuerzos del sostenimiento frente al squeezing son

insuficientes y permiten una progresión creciente de la extensión de

volumen de macizo sobretensionado (esto es en posrotura), incluso

hasta llegar al colapso de la cavidad al producirse la rotura progresiva

de los elementos de sostenimiento.

o Cuando con los elementos de refuerzo, intuitivamente definidos, se van

reforzando y debido a ésto, modificando los signos de las tensiones

actuantes en el macizo sobretensionado, lo que conduce a una rotura

posterior que puede llegar a ser frágil.

Por tanto, la primera recomendación es que, en caso de que se produzcan

incrementos de desplazamientos compatibles con squeezing, se solicite la

colaboración de un especialista reconocido en túneles y estructuras de

contención, y evitar la colocación intuitiva y no justificada de elementos de

refuerzo que puede dar lugar a la creación de puntos duros en que se concentran

las reacciones del sostenimiento.


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Para los criterios de valoración del riesgo de squeezing, se tendría:

a) Criterio de Barla

Es el criterio más sencillo e intuitivo de aplicación. Si el squeezing es debido a la

sobretensión no confinada del macizo en el contorno de la excavación, esta

sobretensión dependerá de la relación:

O de su inverso, siendo:

σcmas: Resistencia a compresión del macizo rocoso que puede obtenerse de

cualquiera de las clasificaciones (por ejemplo mediante el empleo del programa

Roc-lab)

γ: Densidad media de la montera.

Z: Montera del túnel.

Según el valor de esta relación, se predice el grado de squeezing según la tabla de

la figura 2.6

Figura 2.6.- Grado de fluencia por squeezing según Barla


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b) Criterio de Hoek (2000)

En la figura 2.7 puede verse la clásica gráfica de Hoek (2000) para la previsión del

riesgo y valoración del squeezing

Figura 2.7.- Clasificación del comportamiento de deformación por squeezing

(Hoek 2000)

Para cada una de las clases de riesgo de squeezing, los problemas y necesidades de

sostenimiento se indican en la tabla de la figura 2.8


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Figura 2.8.- Tabla de Hoek y Marinos para valoración de grados de squeezing

El principal problema para la aplicación de este criterio, es que para obtener el

cierre de la sección debe suponerse un valor del módulo de deformación secante

incluyendo posrotura, cuyo valor y método de obtención no está definido.

La obtención del porcentaje de cierre de la sección se define en función de la razón

entre la resistencia o compresión del macizo rocoso σcmasy la tensión geostática

inicial po= γz, siendo según los anteriores autores.

τcmas= (0,0034 mi0,8 ) x τc x [1,029 + 0,025 exp (-0,1 x mi)]GSI

Convergencia ε (%) = 0,20 x (σcmas/ po)-2

c) Criterio de Singh, Jethwa, Dubey Singh (1992)

Este criterio está totalmente basado en experiencias de cámaras y túneles

hidroeléctricos con gran cobertera en el bajo Himalaya (Regiones de

HimachalPradesh y Uttaranchal), con lo que su fiabilidad para la aplicación en


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macizos de materiales similares (esquistos, filitas e intrusiones volcánicas de tipo

metabasitas) en el Himalaya es muy alta.

Según estos criterios, el límite de profundidad “H” para que se produzca squeezing

en un macizo de calidad definida por el índice Q de Barton, con SRF=2,5, será:

Riesgo de squeezing H(m) ≥350 x Q1/3

Sin riesgo de squeezing H(m) < 350 x Q1/3

d) Criterio de Goel (1994)

Este criterio está también fundamentalmente basado en las experiencias de túneles

profundos de aprovechamientos hidroeléctricos en el bajo Himalaya, aunque

incorpora también las experiencias de túneles profundos realizados en Suecia y

Reino Unido.

El criterio de aparición y valoración del squeezing se obtiene en función de dos

parámetros:

- El índice Q de Barton para SRF=1, que denominan N (Goel, Jethwa y

Paithankar, 1995) pero que en este documento seguiremos denominando QSRF=1

- Ancho de la excavación B

Siendo igualmente “H” la profundidad máxima para que no se alcance un

riesgo de aparición de squeezing.

En la figura 2.9, puede verse la posición de tramos de túneles analizados en un

gráfico N (QSRF=1) y H x B0,1


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Figura 2.9.- Relación entre riesgo de squeezing, el RQDSRF=1 y el producto

HxB0,1

De acuerdo con los límites que aparecen en la figura anterior, se obtendrían los

siguientes criterios que se representaban en la tabla de la figura 2.10, donde la

denominación de la intensidad de squeezing sería asociable a los siguientes

porcentajes de cierre de la sección.

o Suave o bajo squeezing Cierre del 1-3% del diámetro túnel

o Moderado a severo squeezing Cierre del 3-5% del diámetro

o Elevado a muy severo squeezing Cierre mayor del 5% del

diámetro


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Nº Caso Comportamiento túnel Correlación para predicción comportamiento

1 Autoperforante H(m)<23,4 x x B-0,1

1000 B-01 y B(m)< 2Q0,4

2 Sin squeezing 23,4 x x B-01 ≤ H(m) <

275 x x B-01

3 Suave squeezing 275 x x B-01≤ H(m) <

450 x x B-01 Jr / Ja< 0,50

4 Moderado squeezing 450 x x B-01≤ H(m) <

630 x x B-01 Jr / Ja< 0,50

5 Elevado squeezing H (m) ≥ 630 x x B-01 Jr / Ja< 0,25

6 Suave estallido de rocas H x B0,1> 1000m Jr/ Ja>0,50

QSRF=1 >1,0

Figura 2.10.- Predicción de squeezing en túneles profundos

Otra limitación para que se produzca squeezing debe ser Jr/ Ja<0,50, incluida en la

publicación de Singh y Goel (2002), y que viene contrastada por el estudio ya referenciado

realizado por Kumar (2002), para diferenciar la frontera entre squeezing y rock-bursting.

e) Criterio de Bhasin y Grimstad (1996)

Basado en el mayor desarrollo de la aplicación del índice Q de Barton con SRF=

2.5, elaboraron el criterio de riesgo de incidencias en túneles profundos que se

representa en la figura 2.11


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Figura 2.11.- Predicción de estabilidad de un túnel (Bhasin y Grimstad, 1996)

f) Criterio teórico

Del análisis teórico en deformación plana de una cavidad circular en un campo

hidrostática de presiones (Ko=1), se obtiene en el contorno del túnel:

- Tensión ppal mayor: σ1= σθ

- Tensión ppal intermedia: σ2= po


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- Tensión ppal menor: σ3=0

Para que se produzca squeezing se debe cumplir:

σθ>qcmas+ A x po/ 2 = q´cmass

Palstrom et. al (1995) comprobaron que para que se produzca squeezing σθ/

qcmassdebe estar comprendido entre 1.5 y 3 y la constante A debe ser menor que 1.5.

Por otro lado, en once túneles construidos en el Himalaya se observaran las

siguientes condiciones para que se produjera squeezing:

- Ángulo de rozamiento pico < 30º

- Jr / Ja< 0,50

- Montera superior a 350 x

2.1.2- Criterios de valoración del riesgo de rock -bursting

Aunque este fenómeno geomécanico viene siendo observado en la minería desde el siglo

XVIII, no ha sido hasta los años sesenta cuando ha comenzado a comprenderse su

naturaleza.

Este tipo de comportamiento del macizo puede definirse con una violenta y súbita

fracturación del macizo rocoso (estallido), cuando el macizo acumula un exceso de energía

deformacional elástica en la posrotura (Linkov, 1996)


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Para que un macizo rocoso pueda presentar este comportamiento, deben concurrir

simultáneamente las siguientes circunstancias:

- Que la roca sea capaz de acumular suficiente energía deformacional, lo cual

generalmente implica que el macizo posea determinadas propiedades mecánicas

y que el nivel tensional sea elevado.

- Que el macizo rocoso no se encuentre muy fracturado, ya que la fracturación

disipa las tensiones y reduce la acumulación de energía.

Además de criterios más específicos que seguidamente se exponen, ya se han indicado en

condiciones y gráficos, las situaciones con riesgo de rock-bursting, y así se tiene:

- Predicción de comportamiento según Kumar (2002)

- Gráfico de Goel, Jethwa y Paithankar (1995)

- Gráfico de Bhasin y Grimstad (1996)

Otros criterios que seguidamente se exponen para valorar el riesgo de estallido de rocas

son el criterio polaco, el de la tensión tangencial y el del grado de fracturación.

a) Criterios de la energía de deformación elástica (1994)

Este criterio fue establecido por Kwasniewski y sus colaboradores en Polonia

(1994). Estos autores tabulan el riesgo de estallido de roca basándose en la energía

potencial de deformación elástica, que denominan abreviadamente PES, y cuyo

valor es:

Donde:

PES: Energía potencial de Deformación Elástica de la roca.


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σc: Resistencia a Compresión Uniaxial de la roca obtenida en laboratorio.

Es: Módulo de Deformación de la roca obtenido en laboratorio.

Puesto que no se introduce el grado de fracturación, el riesgo se tendría en los

tramos de macizo escasamente fracturados (por ejemplo con RMRCOR>60 o índice

Q >10)

En función del valor de PES, el riesgo de estallido de roca es el indicado en la tabla

de la figura 2.12

Energía potencial de deformación

elástica (PES) (KJ/m3) Valoración del riesgo de estallido

PES ≥50 Riesgo muy bajo

100≥PES>50 Riesgo bajo

150≥ PES>100 Riesgo moderado

200≥ PES>150 Riesgo alto

PES ≥200 Riesgo muy alto

Figura 2.12.- Riesgo de estallido. Energía de deformación elástica.

Este criterio, denominado también Criterio Polaco, no valora el estado tensional del

terreno en su emplazamiento geológico, sino la aptitud o capacidad de la roca para

almacenar la suficiente energía deformacional como para que se produzca el

estallido, al margen del estado tensional que finalmente acabe alcanzando.

b) Criterio de la tensión tangencial (1998)

Este Criterio, debido a Wang (1998) considera tanto el estado tensional del macizo

rocoso como las propiedades mecánicas de la roca intacta, y constituye una


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evolución del Criterio de Hoek de 1980. Este autor calcula el valor Ts, expresado

como:

Donde:

σθ= Tensión tangencial en la roca ubicada en la periferia de la excavación

σc = Resistencia a compresión uniaxial de la roca del macizo rocoso.

Para obtener el valor de σθpuede considerarse que esta tensión es la provocada por

el peso de la columna litostáticasuprayancente, tal como indicaba Hoek en la

primera formulación de este criterio (1980). De este modo, el valor de tensión

tangencial en la roca sería:

σθ= γ . z

Donde:

γ= Peso específico de la roca

Z= Cobertera de terreno

Según Wang, el riesgo de estallido de roca no fracturada se cuantifica, basándose

en el parámetro Tsde acuerdo a la tabla de la figura 2.13

INTERVALOS DE Ts Valoración del riesgo de estallido

< 0.3 No existe riesgo

0.3 – 0.5 Riesgo de débil estallido

0.5 – 0.7 Riesgo de estallido fuerte

>0.7 Riesgo de estallido violento

Figura 2.13. Riesgo de estallido según Wang


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El limite Ts< 0.3 es el originalmente propuesto por Hoek (1980), como frontera de

los fenómenos de estallido de roca.

c) Influencia de la fracturación sobre el estallido de roca.

La observación experimental en el campo de la minería ha demostrado que, en

general, tanto el nivel tensional como el de energía deformacional sonmenos

elevados en los macizos rocosos fracturados, o lo que es lo mismo,la intensidad de

fracturación es inversamente proporcional al riesgo de estallido de roca.

Por otro lado, como es bien sabido, el RQD constituye una forma muy simple y

cómoda de valorar el grado de fracturación de los macizos rocosos, de manera que

valores altos de este parámetro implican macizos poco fracturados y valores bajos

macizos muy fracturados. De acuerdo con estos criterios, puede afirmarse que el

riesgo de estallido de roca aumenta con el RQD del macizo rocoso, es decir, son

directamente proporcionales. Este riesgo viene cuantificado en la tabla de la figura

2.14

Índice de Fracturación RQD (%) Valoración del riesgo de estallido

RQD<25 No existe riesgo

25<RQD<50 Riesgo bajo

50<RQD<75 Riesgo moderado

RQD>75 Riesgo alto

Figura 2.14.- Riesgo de estallido según el grado de fracturación

Como se ha indicado en la introducción de este apartado, es importante precisar que esta

tabla no constituye en sí misma un criterio de predicción y valoración del riesgo de


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estallido de roca. Sin embargo, es muy útil para confirmar o descartar el riesgo de estallido

en litologías o macizos, en los que otros criterios basados en la energía elástica de la roca

intacta o estado tensional han indicado como peligrosas.


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3. CRITERIOS INTEGRADOS DE COMPROBACIÓN

Como se ha reflejado en los subapartados anteriores, como criterio general, sobre todo

obligado en el caso de túneles profundos, la previsión del comportamiento del macizo y

las necesidades de sostenimiento y adecuación del proceso constructivo, debe realizarse

siguiendo dos métodos independientes.

- Un método basado en las clasificaciones geomecánicas, que salvo para

asignación de sostenimiento activo y clasificación de Barton, no tendría en

cuenta la carga geostática.

- Una comprobación de la relación entre la carga geostática o tensión principal

mayor en el contorno del túnel, respecto a la resistencia a compresión del

macizo.

La relación entre tensión en el contorno y resistencia a compresión del macizo,

puede obtenerse según diversos índices, siendo σcm la resistencia a compresión

del macizo:

*Jethwa (1984)

*Barla (1995)


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Que si tenemos en cuenta la formula simplificada de Palstrom en función de la

geometría de la excavación que se incluye en la figura 3.1, sería equivalente a

para túnel en forma de arco.

Figura 3.1.-Valores de constante según forma sección

Esta duplicidad en el empleo de criterios de diseño, ha favorecido los intentos de realizar

métodos unificados de comprobación de sostenimientos, teniendo en cuenta ambos

condicionantes.

- Colapso de cavidad por rotura a cortante favorecida por la fracturación, que

sería equivalente al empleo de las clasificaciones geomecánicas tradicionales.

- Deformación o rotura de la cavidad por las sobretensiones en el contorno

debido a las elevadas cargas geostáticas en túneles profundos.

Debe destacarse, que la comprobación de sostenimientos con alguno de estos nuevos

métodos, actualmente en experimentación, se basan en el sostenimiento activo necesario

y por tanto no son aplicables al proceso de ejecución tradicional de N.A.T.M. en que el

sostenimiento que se coloca sería el suficiente permitiendo la relajación según el método

pasivo.


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3.1.- Criterio de Goricki, Shubert, Hoek, Marinos et al

Este método se utilizó en la autopista EgnatiaOdos, que queda en la sutura entre las placas

Euroasiática – Cimmeriana y la placa Apuliana, al cerrarse el Océano Neothetys, como

puede verse en la figura 3.2.

Figura 3.2.- Evolución tectónica de la sutura

Los parámetros que se tienen en cuenta de cara a establecer o comprobar la validez de un

sostenimiento son:

- Resistencia a compresión del macizo, que a su vez se obtiene a partir del GSI y

de la resistencia a compresión de la roca intacta.


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- Orientación de las diaclasas principales (foliación) respecto al eje del túnel

(debe tenerse en cuenta que este procedimiento se obtuvo para la previsión del

comportamiento de un material tan foliado como el flysch de Pindos).

- Existencia de agua y afección al terreno (igualmente a considerar teniendo en

cuenta el riesgo de reducción de la resistencia al corte de materiales foliados)

- Recubrimiento del túnel.

El recorrido del grafico de cuatro ventanas es en sentido de las agujas del reloj,

y en principio siguiendo el siguiente organigrama (fig 3.3.).


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Figura 3.3.- Organigrama evolución sostenimiento

En la figura 3.4, puede verse el ejemplo del gráfico de cuatro ventanas de este método

aplicado al túnel de Metsouo en Turquía.

Resistencia a

compresión roca

Resistencia a

compresión macizo

Índice GSI

Consideración

orientación

diaclasas

Consideración

efecto del agua

Consideración de

profundidad

Tipo de

Sostenimiento


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Figura 3.4.- Grafico de Goricki, Hoek, Marinos et Al

3.2.- Criterio de Russo

Consisten en un gráfico múltiple de cuatro ventanas para la estimación preliminar del

comportamiento de la excavación de macizos rocosos, y por consiguiente, de los posibles

riesgos en la excavación del túnel. Fue publicado en “Tunnels et OuvragesSouterrans”, en

Mayo – Junio de 2008.


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Admite la simplificación de túnel circular en macizo homogéneo e isótropo.

Considera de qué cara a la evaluación y/o comprobación del sostenimiento deben tenerse

en cuenta los siguientes parámetros:

- Fabrica del macizo rocoso definida en función del GSI y del RMR (Este último

para tener en cuenta la presencia de agua y la disposición de la estructura

respecto al eje del túnel).

El índice GSI debe obtenerse objetivamente de forma directa, por lo que el

criterio más coherente sería considerar el gráfico de Russo en función del

volumen del bloque y las condiciones de las juntas (cuadrante inferior derecho).

- La resistencia del macizo rocoso, que se obtendría a partir de la fábrica del

macizo rocoso y la resistencia a compresión de la roca intacta (cuadrante

inferior izquierda).

De cara al riesgo de rock bursting o spalling (descostramiento superficial) se

puede definir en el índice de fragilidad:

De acuerdo con esto, el criterio de riesgo de rock-bursting es menos elaborado

que otros criterios, ya que simplemente lo fija para GSI>60 y σc (MPa)>60,

dentro de lo que entraría casi todos los macizos masivos de roca competente.

- La capacidad del macizo rocoso en función de la resistencia a compresión del

macizo y del índice .

El valor de σθpuede tomarse para el túnel circular y k=1,σθ=2γH


35

El valor de IC=1 separa el dominio elástico del plástico para la tensión

volumétrica, y de acuerdo con esto, este índice podría relacionarse con algunas

de las clases de comportamiento definidos en el NATM.

Este grafico se ubicaría en la ventana superior izquierda.

- Finalmente, el comportamiento de la excavación se obtendría en base a la

capacidad del macizo rocoso anteriormente obtenida y la capacidad

autoportante del macizo que vendría definida por el índice RMR.

Este grafico ocuparía la ventana superior derecha y dentro del mismo se

diferencian las zonas de definición del comportamiento de la excavación, en

función del comportamiento GD modificado según Russo y Grasso (2007).

En la figura 3.5, puede verse el esquema de clasificación GD modificada.

Figura 3.5.- Clasificación GD modificada del comportamiento de la

excavación


36

Los criterios lógicos que seguirían los riesgos de las excavaciones en túneles,

seguirían un esquema conceptual como el representado en la figura 3.6.

Figura 3.6.- Comportamiento excavación

En conclusión de la utilización de este procedimiento, pueden hacerse los siguientes

comentarios:

- No define ni asigna sostenimientos.

- Únicamente define riesgos de comportamiento, en algunos aspectos de forma

grosera como en el rock-bursting.

- Permite obtener en función de σc, cobertera, GSI, y RMR, la previsión de

comportamiento según la clasificación GD de Russo y Grasso.


37

En la figura 3.7 puede verse este gráfico:

Figura 3.7.- Grafico de previsión comportamiento de Russo

3.3.- Aplicación de los criterios de comprobación

De acuerdo con los apartados anteriores, las características de los criterios citados se

resumirían en los siguientes puntos:


38

- Estos criterios tratan de considerar de forma conjunta el riesgo de

inestabilidades en excavaciones, tanto debido a roturas a tracción o cortante

según la fracturación, como roturas a compresión del macizo.

- En base a la aplicación de estos criterios únicamente se define el tipo de

comportamiento previsible bien sea según la clasificación de los BT del NATM

o la clasificación GD de Russo y Grasso.

- Los criterios de valoración del riesgo de rock-bursting, buckling o spalling,

están aparentemente menos desarrollados que otros criterios no integrados

como los de Singh, Goel, Jethwa, etc.

- Los criterios de valoración del squeezing, en porcentaje y valoración, están

mucho menos fundamentados y su resultado es menos preciso que el de otros

criterios no integrados, como los de Singh, Goel, Jethwa, etc.

- Sin embargo, estos criterios integrados marcan un esquema lógico de la

valoración de todas las acciones que intervienen en la estabilidad y

comportamiento de una excavación subterránea, por lo que aunque no esté aun

confirmada la validez de su utilización, es recomendable que se utilicen como

comprobación, tanto en el Proyecto como en la ejecución.

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